直升機動力艙滅火劑擴散仿真分析

韓代椿，鄭友蘭，洪 彬，楊小龍

(1.中國直升機設計研究所，江西 景德鎮(zhèn) 333001；2.陸軍裝備部駐景德鎮(zhèn)地區(qū)航空軍事代表室，江西 景德鎮(zhèn) 333002)

0 引言

直升機的火災隱患對直升機的安全具有重要影響。直升機動力艙滅火系統(tǒng)，航標HB7879-2008《直升機發(fā)動機艙滅火系統(tǒng)通用要求》規(guī)定：滅火系統(tǒng)的噴射，在其作用區(qū)的所有部分中形成的滅火劑體積濃度至少為6%(22%重量濃度)；在正常巡航狀態(tài)下，該濃度在其作用區(qū)的所有部分中應持續(xù)至少0.5 s的時間。在直升機滅火系統(tǒng)的設計中，需要進行滅火系統(tǒng)地面模擬試驗來驗證滅火效果。通過數(shù)值仿真技術進行動力艙滅火劑擴散仿真研究可以指導試驗，減少試驗成本和周期，同時為型號的改型和研制提供支撐。

目前國內(nèi)外對飛行器滅火系統(tǒng)開展了大量研究工作，主要集中于固定翼飛機和船舶的滅火系統(tǒng)管網(wǎng)系統(tǒng)理論計算和動力艙滅火劑擴散模擬仿真。Elliot等人分析了不同管路以及噴嘴形狀對釋放過程的影響。鄒蜀寧推導了非均衡管道系統(tǒng)的鹵代烷1211噴射時間計算公式。宣揚等對比分析了分岔型噴嘴與直通型噴嘴對管網(wǎng)釋放過程的影響。梁文劍等、胡博等、波音公司的Jeasoo Lee使用CFD技術仿真計算了民用固定翼飛機發(fā)動機艙滅火劑濃度場，計算結果與試驗符合性較好。Zbeeb Khaled使用了FLUENT軟件計算分析了流體速度、湍流強度以及液滴直徑對動力艙滅火系統(tǒng)擴散過程的影響。本文研究直升機滅火系統(tǒng)，利用ICEM-CFD軟件對直升機動力艙進行網(wǎng)格劃分，通過FLUENT軟件對直升機動力艙滅火劑霧化擴散過程進行仿真，分析三種通風量下滅火劑濃度的分布特性。

1 數(shù)學模型

滅火劑從噴嘴釋放后，在動力艙內(nèi)的霧化混合和擴散是一個瞬態(tài)、復雜、多變的多相流過程。整個過程涉及滅火劑液體束的發(fā)展，液滴的破碎、碰撞與聚合，液滴的蒸發(fā)以及與空氣的相互耦合等多個物理過程。在求解過程中，除基本控制方程外，需采用湍流方程模擬流體的湍流流動；DPM模型模擬滅火劑液滴的發(fā)展變化過程；組分輸運方程模擬滅火劑在空氣中的擴散及傳輸。

1.1 基本控制方程

無論多么復雜的流動都需遵從三個基本控制方程，分別為質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程。數(shù)學表達式分別為：

質(zhì)量守恒方程：

(1)

動量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

1.2 湍流方程

初始通風流場為定常流動，采用標準-湍流模型。該方程是使用頻率最高的一種湍流模型，適合絕大多數(shù)的工程湍流模擬。表達式為：

(4)

(5)

動力艙滅火劑擴散過程為不定常流動，根據(jù)計算得到時間步長的數(shù)量級為10e-5，采用DPM模型，追蹤的顆粒數(shù)達到百萬量級，計算量大。為縮短仿真時間，采用S-A(Spalart-Allmaras)模型計算。S-A模型相對于兩方程模型計算量小、穩(wěn)定性好。該方程的形式如下：

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1.3 DPM模型

DPM模型從流體質(zhì)點出發(fā)，跟蹤每個流體質(zhì)點在流動過程中的每一時刻、每一位置的各個物理量及變化。DPM模型通過積分Lagrangian參考系下的分散相顆粒的運動方程計算其運動軌跡。由顆粒的慣性與受力平衡，寫出分散相顆粒運動方程為(以直角坐標系內(nèi)方向為例)：

(7)

1.4 組分輸運模型

采用組分輸運模型(Species Transport Model)來模擬滅火劑在空氣中的擴散及傳輸。組分輸運模型通用形式為：

(8)

2 動力艙模型及網(wǎng)格劃分

2.1 模型簡化

直升機動力艙外形由縱防火墻、動力平臺、前后防火墻和動力艙整流罩等構成，艙內(nèi)有發(fā)動機、大量管路、配線、附件和輔助裝置，結構復雜。為減少計算量并提高計算的收斂性，需對動力艙幾何模型進行簡化。簡化后的模型如圖1所示。

圖1 直升機動力艙簡化模型

2.2 網(wǎng)格劃分

液相滅火劑從噴嘴釋放至動力艙會發(fā)生閃蒸現(xiàn)象，相變及傳熱傳質(zhì)劇烈，計算收斂困難，對網(wǎng)格質(zhì)量要求較高。本文通過ICEM-CFD軟件對直升機動力艙模型進行網(wǎng)格劃分。動力艙結構復雜且不規(guī)則，采用非結構性四面體網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，使用密度盒(Mesh Density)對噴嘴區(qū)域進行局部加密。發(fā)動機和動力艙網(wǎng)格模型如圖2和圖3所示。初始流場所劃分的網(wǎng)格數(shù)量為247萬，網(wǎng)格質(zhì)量在0.34以上，網(wǎng)格質(zhì)量較高，可以滿足計算要求。

圖2 發(fā)動機面網(wǎng)格劃分示意圖

圖3 動力艙網(wǎng)格模型示意圖

3 初始通風流場仿真分析

直升機動力艙滅火劑擴散過程是滅火系統(tǒng)噴嘴噴射以及結束噴射后的艙內(nèi)滅火劑動態(tài)擴散變化的過程，為不定常流動。對動力艙初始通風流場進行穩(wěn)態(tài)分析，得到初始通風流場的流動特性，作為后續(xù)滅火劑霧化擴散過程瞬態(tài)分析的初始狀態(tài)。

直升機動力艙發(fā)生火情時，為避免發(fā)動機不正常運轉(zhuǎn)以及滅火過程產(chǎn)生復燃，該動力艙的發(fā)動機需在動力艙滅火系統(tǒng)釋放前停車。為了模擬滅火系統(tǒng)釋放過程中動力艙的真實通風狀況，選用直升機處于單發(fā)停車狀態(tài)下可能出現(xiàn)的通風量0.383 kg/s、0.575 kg/s和0.762 kg/s，作為初始通風流場的通風口邊界條件，設置3個工況。初始通風流場邊界條件設置如下：

1) 通風進氣口邊界條件：設置為質(zhì)量流量入口邊界，根據(jù)通風量分別設置進氣質(zhì)量流量為0.383 kg/s、0.575 kg/s和0.762 kg/s，入口壓力設置為101325 Pa，進氣方向與進氣口曲面大致呈30°夾角，湍流強度5%，水力直徑為0.1883 m。

2) 通風出氣口邊界條件：設置為壓力出口邊界，出口壓力設置為101325 Pa，湍流強度5%，水力直徑為0.4151 m。

在求解過程中選用了標準-湍流模型、標準壁面函數(shù)，并使用SIMPLEC算法進行求解計算，分別得到通風量為0.383 kg/s、0.575 kg/s和0.762 kg/s的工況下流線圖，如圖4所示。

圖4 各個通風量下動力艙流場流線圖

從流場流線來看，各個通風流量下的流線軌跡大體相似：通風氣流先從通風口流向后防火墻；小部分氣流沿著動力平臺到前防火墻并沿引射口從排氣管排出；大部分氣流經(jīng)后防火墻轉(zhuǎn)向后繞著發(fā)動機作旋轉(zhuǎn)流動，最后從排氣管排出。這是由于發(fā)動機尾噴管與排氣管之間具有兩級引射口，在發(fā)動機停車狀態(tài)下，尾噴管無氣流，引射口前后基本無壓差來帶動艙內(nèi)通風氣流，通風氣流需在艙內(nèi)經(jīng)過旋轉(zhuǎn)流動調(diào)整方向從而通過引射口從排氣管排出。艙內(nèi)氣流流速變化大：通風口、后防火墻附近區(qū)域及動力平臺處流速較高；動力艙其他區(qū)域流速較低；排氣管由于引射口的小孔流動流速稍微高一些。

以某型號直升機滅火系統(tǒng)為例，其滅火系統(tǒng)噴嘴布局如圖5所示。從圖中可以看出，發(fā)動機附件處離通風口較近，但形狀不規(guī)則，且有較多間隙，流動受阻，導致流速分布不均。附件外部通風氣流流速高，散熱較好，著火隱患較低。附件間隙處流速低，且附件電器線路及燃、滑油管路較多，具有較高的著火隱患。可以看到，在發(fā)動機附件的上下區(qū)域分別布置了一個噴嘴，使滅火劑可以直接噴射到附件內(nèi)部，其他向外擴散的滅火劑可以通過發(fā)動機附件的外部區(qū)域的高速氣流迅速擴散到艙內(nèi)。同時，發(fā)動機燃燒室及尾噴管區(qū)域溫度較高，燃油如果泄漏極易引發(fā)火災。通過在發(fā)動機燃燒室上下區(qū)域各布置一個噴嘴，繞發(fā)動機流動的通風氣流以及向尾噴管流動的氣流可以帶動滅火劑在周邊及尾噴管處形成較好的滅火劑濃度，達到滅火效果。因此該動力艙滅火系統(tǒng)噴嘴設計合理，可以有效地使滅火劑在動力艙內(nèi)擴散并達到全淹沒式覆蓋。

圖5 滅火噴嘴布局圖

4 滅火劑擴散仿真分析

動力艙內(nèi)部空間在處于初始通風流場的基礎上，滅火劑從滅火系統(tǒng)噴嘴釋放及后續(xù)霧化擴散的過程中，滅火劑體積濃度需滿足航標、國軍標和適航標準，作為滅火系統(tǒng)設計的標準評判。

本文通過FLUENT軟件并基于DPM模型對滅火劑從滅火系統(tǒng)噴嘴釋放及霧化擴散過程進行仿真研究。

某型直升機動力艙滅火系統(tǒng)噴嘴為等徑直通型噴嘴。噴嘴選用solid-cone類型，噴射時間為0.976 s，出口邊界條件分別為：

up-1：溫度257 K，質(zhì)量流量0.450 kg/s，出口速度38.7 m/s；

up-2：溫度257 K，質(zhì)量流量0.401 kg/s，出口速度34.5 m/s；

down-1：溫度257 K，質(zhì)量流量0.403 kg/s，出口速度40.3 m/s；

down-2：溫度257 K，質(zhì)量流量0.444 kg/s，出口速度38.2 m/s。

直升機動力艙易著火的區(qū)域大體可以劃為兩個：一個是發(fā)動機的附件機匣冷端區(qū)，該區(qū)域著火的可能原因是燃油或滑油的泄漏；另一個是發(fā)動機燃燒室熱端區(qū)，該區(qū)域溫度高，燃油如果泄漏極易引發(fā)火災。在易發(fā)生火災的區(qū)域設置了12個監(jiān)測點用來監(jiān)測Halon1301滅火劑體積濃度，基本覆蓋了發(fā)動機熱端和其他易發(fā)生火災的部位。監(jiān)測點布局如圖6所示。

圖6 監(jiān)測點布局圖

動力艙滅火劑擴散過程為不定常流動，湍流方程選用的是S-A模型，組分輸運模型選用Species Transport方程，并選用SIMPLEC方法進行求解，得到仿真結果。

不同通風量狀態(tài)下監(jiān)測點滅火劑濃度情況及變化曲線見圖7以及表1。圖7中紅直線對應航標HB7879-2008要求的滅火濃度6%。

圖7 各個通風量工況下監(jiān)測點滅火劑濃度變化曲線圖

表1 各個通風量工況下監(jiān)測點滅火劑濃度情況

從圖和表中可以看出各監(jiān)測點的變化趨勢是一致的：在滅火劑噴射過程中，滅火濃度逐漸增大，在滅火劑停止噴射時達到頂峰；然后突然下降一定量，但基本上都位于6%濃度以上。同時可以看到，0.383 kg/s、0.575 kg/s和0.766 kg通風流量下的滅火劑體積濃度大于6%的持續(xù)時間分別為2.2 s、1.8 s和1.5 s，滿足航標HB7879-2008的滅火劑體積濃度大于6%且持續(xù)時間大于0.5 s的濃度要求，說明符合設計要求。

為進一步對比分析，選取圖中各個監(jiān)測點達到航標要求的滅火濃度6%的持續(xù)時間，繪制不同通風量的對比圖進行比較分析，如圖8所示。其中0.383 kg/s通風流量下監(jiān)測點07的滅火劑體積濃度有兩段濃度大于6%的持續(xù)時間，間隔為0.1 s。為方便與其它工況進行對比分析，圖中統(tǒng)計值為兩段時間之和。

圖8 各監(jiān)測點滅火劑6%持續(xù)時間對比圖

對比不同通風量工況下的各監(jiān)測點滅火劑6%持續(xù)時間情況，通風量越低，各監(jiān)測點保持滅火劑體積濃度6%的持續(xù)時間越長，且各監(jiān)測點之間的滅火劑濃度6%持續(xù)時間長短關系不變，表明滅火劑在艙內(nèi)的分布較為均勻，噴嘴設計合理。

5 結束語

本文針對某型直升機動力艙，進行了模型簡化，采用ICEM-CFD進行非結構網(wǎng)格劃分，使用FLUENT軟件并基于DPM模型進行三種通風量狀況下的滅火劑擴散仿真分析。動力艙滅火劑體積濃度仿真計算結果均滿足航標HB7879-2008的滅火劑濃度要求。通風量減少。滅火劑體積濃度6%持續(xù)時間增長；通風量增加，滅火劑體積濃度6%持續(xù)時間減少。滅火劑濃度變化趨勢一致表明滅火系統(tǒng)噴嘴設計合理。該方法對其他型號的直升機滅火系統(tǒng)設計也具有參考價值。